Northridge 近斷層地震波

將近斷層地震波Northridge 當作輸入的地表擾動，分析結構在地震波

尖峰加速度為 1g 及 0.5g 的情況下，各樓層之絕對加速度、相對位移及剪 力之反應。其結果顯示，晃動隔震結構在 Northridge 震波尖峰加速度值為 1g 作用之下，其晃動角度小於 0.5 倍之臨界轉角，因此在本節分析過程中，

晃動隔震結構將以未加裝阻尼器之情形來分析。

將地震波之尖峰地表加速度值調整至 1g 來進行分析。結構各樓層之 絕對加速度、相對位移及剪力反應分別整理於表5.20、表 5.21 及表 5.22。

圖5.41 為結構的晃動轉角歷時圖，而圖 5.42、圖 5.43 及圖 5.44 分別為晃 動隔震結構未加裝阻尼器之情況下，各樓層之絕對加速度、相對位移及剪 力歷時圖。其結果顯示，樓板絕對加速度方面，晃動隔震系統除了1 樓樓 板反應有放大之現象，而在其它樓層都有不錯的折減效果，尤以四樓樓板 的折減效果最佳，有64.09%之折減率；相對位移方面，晃動隔震系統亦發 揮了有效的減震效果，各樓層之反應折減率都可達到67%以上；各樓層剪 力方面，同樣各樓層之反應也都發揮了折減效果，各層都有55%以上之折 減率，尤其是基底剪力，折減率更是達到68.31%。

接著將近斷層震波Northridge 的尖峰加速度值調整至 0.5g 來分析。結 構物各樓層之絕對加速度、相對位移及剪力之反應分別整理於表5.23、表 5.24 及表 5.25。圖 5.45 為結構晃動轉角歷時圖，而圖 5.46、圖 5.47 及圖 5.48 分別為結構未裝阻尼器之情況下，各樓層之絕對加速度、相對位移及 剪力之歷時圖。樓板絕對加速度方面，晃動隔震在1 樓及 2 樓方面，分別 放大了69.97%、38.01%；相對位移方面，晃動隔震系統發揮了相當不錯之 減震效果，各樓層之反應都有50%以上之折減率；各樓剪力方面，晃動隔 震系統同樣是提供了有效的減震效益，尤其是基底剪力，更有50.33%的折 減效果。

由前述分析結果顯示，當地表擾動為近斷層Nnorthridge 震波時，晃動 隔震結構毋須加裝液態黏滯阻尼器，可維持穩定之晃動，但在結構物1 樓

及2 樓樓板之絕對加速度方面，反應會有放大之現象。故吾人擬加裝阻尼 器來提升晃動隔震系統之減震效能。近斷層Nnorthridge 震波的主要脈衝類 型震波屬於 TypeC2 類型的人工模擬震波，由 4.3.4 結果可知，在 TypeC2 類型的人工模擬震波作用下，阻尼器特性係數選用α＝1.5 較為經濟，故 吾人分析時，選用阻尼器特性係數α＝1.5 與阻尼常數為 5×10⁵kNs/m²之阻 尼器進行分析。

將地震波之尖峰地表加速度值調整至 1g 來進行分析。結構各樓層之 絕對加速度、相對位移及剪力反應分別整理於表5.26、表 5.27 及表 5.28。

圖5.49 為結構的晃動轉角歷時圖，而圖 5.50、圖 5.51 及圖 5.52 分別為晃 動隔震結構加裝阻尼器之情況下，各樓層之絕對加速度、相對位移及剪力 歷時圖。其結果顯示，樓板絕對加速度方面，晃動隔震系統除了1 樓樓板 反應有放大之現象，而在其它樓層都有不錯的折減效果，尤以五樓樓板的 折減效果最佳，有62.02%之折減率；相對位移方面，晃動隔震系統亦發揮 了有效的減震效果，各樓層之反應折減率都可達到58%以上；各樓層剪力 方面，同樣各樓層之反應也都發揮了折減效果，各層都有60%以上之折減 率。圖5.53 左右兩側阻尼器之力量與位移之遲滯迴圈，兩側阻尼器所提供 之最大阻尼力大約都為47000kN。

接著將近斷層震波Northridge 的尖峰加速度值調整至 0.5g 來分析。結 構物各樓層之絕對加速度、相對位移及剪力之反應分別整理於表5.29、表 5.30 及表 5.31。圖 5.54 為結構晃動轉角歷時圖，而圖 5.55、圖 5.56 及圖 5.57 分別為結構未裝阻尼器之情況下，各樓層之絕對加速度、相對位移及 剪力之歷時圖。樓板絕對加速度方面，晃動隔震在1 樓及 2 樓方面，分別 放大了45.53%、10.94%；相對位移方面，晃動隔震系統發揮了相當不錯之 減震效果，各樓層之反應都有50%以上之折減率；各樓剪力方面，晃動隔 震系統同樣是提供了有效的減震效益，尤其是基底剪力，更有54.57%的折

減效果。圖5.58 左右兩側阻尼器之力量與位移之遲滯迴圈，兩側阻尼器所 提供之最大阻尼力大約都為24000kN。

由本節之分析結果可以發現，當地表擾動為近斷層 Nnorthridge 震波時，晃

動隔震結構加裝液態黏滯阻尼器，除可提高結構之穩定性，亦可提升晃動隔

震結構之減震效益。

第六章 結論與建議

本研究主要探討應用晃動式隔震系統於近斷層結構防震設計之可行

性。晃動式隔震結構有別於一般傳統結構，晃動行為具高度非線性。晃動 結構在受地震擾動時，其運動狀態將不斷的在晃動（Rocking）與黏貼 (Sticking)階段交替變換，益增分析之困難性。文中除了完成晃動隔震結構 之理論推導外，並利用四階朗吉-卡特法建立其非線性動力分析程序。為增 進晃動隔震系統在強震下之穩定性，分析中亦考慮增設黏性液態阻尼器以 提升晃動系統之等效阻尼比。非線性動力分析之結果顯示，應用增設液態 黏滯阻尼器之晃動隔震系統，將有助於提升近斷層結構之穩定性與減震效 能。

茲根據本文之模擬分析結果歸納結論如下：

1. 晃動系統之高寬比愈大，自由晃動衰減的時間愈慢，此乃動能折減係數 較小所致。

2. 晃動系統並無固定之週期。晃動角度愈大，系統之晃動週期愈長，因此，

晃動機制不會被特定擾動頻率鎖定而產生共振。

3. 高寬比相同之條件下，長週期結構晃動之能量衰減較快，有助於縮短結 構晃動時間；反之，短週期結構自由晃動時能量衰減相對較慢。

4. 晃動隔震結構之穩定性相依於地表擾動脈衝之延時（duration）與振福，

當地表擾動之延時愈短，晃動隔震結構之穩定性愈佳。

5. 結構確實能夠利用晃動隔震系統達到減震之效果，惟晃動行為之穩定性 相依於外力擾動週期，因此實務應用時宜考慮額外之防傾措施。

6. 增設液態黏滯阻尼器有助於提升晃動隔震結構於近斷層之穩定性。在相 同之減震效能下，阻尼器特性係數α＝0.5 時，其阻尼器所需之阻尼力 較小，較具減震效益。

建議

本文嘗試利用無加勁之作用之黏性液態阻尼器來增加晃動隔震結構 之穩定性，除可確保晃動隔震結構之動力特性外，亦可大幅的提升晃動行 為之穩定性。惟分析時僅考慮結構的平面運動而未考慮結構因本身重量分 佈不均所產生的扭矩效應，建議未來可進一步考慮扭轉效應之晃動隔震分 析。

此 外 ， 考 慮 利 用 較 具 經 濟 性 與 安 裝 便 利 性 之 金 屬 降 伏 型 消 能 器

（Metallic Yielding Damper）來增進晃動穩定性亦是可能的選擇。惟位移 型阻尼器因具加勁效應，是否會因此干擾晃動機制而造成額外之設計與分 析上的問題值得再深入研究。

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表 3.1 剛性與彈結構性晃動行為比較之模型參數

結構物寬度2B（m） 5

高寬比 5

結構週期Ts (sec) 0.11(模型 A)或 0.78(模型 B)

樓版質量(ton) 500

結構勁度(kg/sec²)

2

2 2

⎟⎟⎠

⎜⎜ ⎞

⎝

= ⎛

T

m

m

結構阻尼比 0.02

表 3.2 單層樓模型結構構參數 模型結構

結構物寬度2B（m） 5

結構週期Ts 0.78

樓板質量(ton) 500

結構阻尼比 0.02

隔震器

隔震週期(sec) 2

摩擦係數 0.1

表 3.3 簡諧震波作用下之晃動與滑動隔震結構地震反應之比較

（PGA＝0.5g；H/B=5）

簡諧震波 (PGA=0.5g T=2s) H/B=5

Reduction(%)

Fixed Rocking FPS

Rocking FPS

絕對加速度(g) 1.02 0.48 6.89 52.59 -577.10

相對位移(m) 0.15 0.07 1.20 53.26 -672.30

旋轉角θ/θcr N.A. 0.57 N.A. --- ---

剛體絕對位移 N.A. 2.31 7.37 --- ---

＊

N.A.：表示未發生晃動

表 3.4 數值模擬結構參數

結構物寬度2B（m） 5

結構物寬度2B（m） 5